新一代高速動車組380CL頭型與原型車氣動特性比較

鄧海，夏東偉，尹華，李樹民，

(1.中國北車集團 長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春 130062;2.中國空氣動力研究與發展中心，四川 綿陽621000)*

0 引言

中國北車長客公司在時速300 km/h原型車的基礎上，進一步研究時速380 km/h的新一代高速列車，該速度已超過大型飛機的最大起飛速度，且采用多體連接的長大編組結構(最多有16輛車，長度達400 m)，是目前世界上設計的商業運營速度最高、長度最長的高速列車.列車高速運行時，氣動效應隨速度指數急劇增加，如何有效降低縱向氣動阻力、控制氣動噪聲、提高橫向抗側風能力、抑制氣動升力、降低交會壓力波和微氣壓波效應，以確保列車高速運行的安全性、乘坐舒適性、節能環保性和經濟性，這對設計具有多方面綜合優異空氣動力學性能的頭型提出了嚴峻的挑戰.

數值模擬、風洞試驗、動模型試驗、實車測試，是目前研究高速列車空氣動力學問題的四個基本手段，其中數值模擬方法，可以模擬最接近實車測試的情況，又可以避免實車測試存在的各種復雜干擾因素，同時數值模擬可以方便的實現流場可視化，可以直觀的分析高速列車的流動特性，是高速列車流線化和流線型頭型設計、評估、優化的合適手段.

本文采用計算軟件PWS3D(Parallel Wind Solver 3D)開展計算，該軟件數值求解的控制方程為RANS方程(Reynolds Averaged Navier-Stokes方程)，湍流采用低雷諾數兩方程湍流模型，離散方法為有限體積法，求解方法采用壓力修正算法［1-2］.

1 數值方法

高速列車尺度大，運行速度高，雷諾數范圍在106以上，故對應的流態均為湍流.列車縱向尺度遠大于橫向尺度，近壁區的處理對邊界層發展，壓力分布，尾渦強度的準確模擬都非常重要，近壁區網格需要優化配置并充分加密，因此本文采用“雷諾平均N-S方程+低雷諾數兩方程湍流模型”的方法進行模擬.

雷諾平均的Navier-Stokes方程的通式可寫為［1-3］:

對于連續方程:

對于x方向的動量方程:

式中，ρ為密度;u為x方向速度;μeff為有效粘性系數;P為壓力;V為速度矢量;y、z方向具有類似的表示.

采用兩方程模型計算湍流運動.除了求解NS方程的連續方程和動量方程之外，還需求解附加的兩個反映湍流運動尺度的方程，即低雷諾數湍動能方程及湍動能耗散率方程，具體可參見文獻［4］.

壓力系數:

式中，V∞為遠場來流速度.

2 計算外形和計算網格

新一代380CL(記為CRH380CL)與原型車(記為CRH3C)外形的區別主要在車頭外形和車頭轉向架裙板，圖1給出兩車頭型的差異(圖中深色曲線為 CRH3C，淺色曲線為 CRH380CL)，CRH3C車頭鼻錐段長度為7.5 m，CRH380CL車頭鼻錐段長度為8.6 m.380CL相對CRH3C主要改進措施為:加大長細比，采用具有旋轉拋物體特征的楔形結構，優化頭型斷面梯度，減小頭型過渡區域曲率，截面積變化率更趨線性，合理匹配鼻錐曲面，消除表面凸起，這些措施都可以有效地改進CRH380CL的氣動性能.

圖1 CRH380CL與CRH3C頭型比較

除頭車外，兩車車身部分完全一致，從CRH380CL計算和試驗的外形比較可以得到，計算與試驗外形完全一致，為突出頭型數據，空調、受電弓采用整流罩代替，原型車采用相同處理.

3車編組全區域計算網格由3 000塊結構網格組成，總的網格數近5×107.網格在空氣動力學數模的基礎上生成，動車組3車編組計算區域見圖2，無側滑和有側滑均采用全區域計算:對模型比例1∶1情況，長度方向遠場到車的距離取為66 m，為車橫向特征尺度的20倍以上，高度和寬度方向遠場到車距離分別為80 m和100 m左右，為車橫向特征尺度的25倍和30倍.這樣的遠場距離可以保證縱向和橫向脫落渦的充分發展，用于存在非定常渦脫落的大長細比高速動車組計算是適合的.

圖2 動車組3車編組計算區域示意圖

圖3給出兩車車頭區域的網格拓撲情況，車頭是影響計算結果的重要部位，因此在該區域分布了較密的網格以保形，同時根據流動特點規劃分區拓撲結構，以保證模擬精度.圖4給出車身連接處，轉向架、風檔和空調整流罩計算網格，在風擋內車廂連接褶皺區都生成了計算網格，對轉向架、風擋等復雜外形結構，采用結構網格非結構化技術，生成了質量較好的多塊對接結構網格，以保證復雜外形區域的數值計算精度.在網格分布方面，對曲率變化較大的部分和關鍵區域都進行了網格加密，以滿足此類問題計算對網格的要求，近壁面第一層網格最小網格高度為1 mm.

圖3 兩車車頭網格分布圖

圖4 車身連接處，轉向架、風檔和空調整流罩計算網格

3 計算結果及分析

3.1 阻力特性比較

為進行阻力比較，計算了3車編組“光車”的阻力特性，即去掉了空調、受電弓、轉向架等部件，采用頭型+等直段方案，1∶8模型.由于等直段不貢獻任何壓差阻力，計算結果中的壓差阻力全部來自頭型，也就是在理想狀況下，CRH380CL的頭型構成的頭尾車壓差阻力會比CRH3C頭型減阻23%，3車編組“光車”全車減阻12.8%，這兩個結果是理想狀態下頭型的最大減阻情況.

計算與試驗的氣動力比較見表1，計算與試驗結果吻合較好.表2給出計算阻力系數比較，CRH380CL 3車編組比CRH3C 3車編組減阻4.5%，頭、尾車阻力之和 CRH380CL頭型比CRH3C頭型減阻7.3%，新一代頭型減阻效果明顯.“光車”和1∶8模型計算與試驗結果表明:CRH380CL頭型阻力明顯小于CRH3C頭型，其阻力特性優于原型車.

表1 計算與風洞試驗阻力系數比較(1∶8模型)

表2 計算總阻力與頭尾車阻力系數結果比較(1∶8模型)

圖5給出計算的兩個車型表面壓力云圖尾流流線，由于加大了長細比，改進了鼻錐曲線，CRH380CL尾車流動有更好的附著性，是該頭型減阻的主要原因.

圖5 計算的兩個車型表面壓力云圖尾流流線

3.2 升力特性比較

表3是在固定地面、來流60 m/s，無側風條件下，兩頭型對應的頭車、尾車升力系數比較，兩頭型頭車均為負升力，即向下的壓力，尾車均為正升力，方向向上，對流線型頭型，尾車的正升力會導致尾車的擺動，影響尾車穩定性和舒適性，因此，在改進頭型設計時，希望尾車升力不要增加，CRH380CL尾車的升力明顯小于CRH3C，因此，CRH380CL頭型的升力特性也優于原型車CRH3C.

表3 兩車型3車編組升力比較(1∶8模型)

3.3 側力和滾轉力矩比較

列車在側風，特別是大側風條件下的側力和滾轉力矩特性與列車的安全性直接相關，是頭型氣動性能比較的一個重要方面，為考察兩個頭型的抗側風性能，依據鐵運函規定，確定3個側風工況，記為:

A2:Vtr=300 km/h，側風 Vw=15 m/s;

A3:Vtr=200 km/h，側風 Vw=25 m/s;

A4:Vtr=160 km/h，側風 Vw=30 m/s.

風洞中由于來流速度有限，無法實現以上工況，基于保證兩個方向速度相對關系不變的原則，基于風洞能力對風洞的側風工況進行了調整，對應的1∶8模型風洞試驗側風試驗及相應計算工況為:

A2:風速 60 m/s，側滑角 β =10.2°

A3:風速 60 m/s，側滑角 β =24.2°

A4:風速 54 m/s，側滑角 β =34°

表4為在固定地面、風速60 m/s時，不同側滑角條件下，兩頭型頭車及全車側力比較以及兩頭型頭車及全車滾轉力矩比較，CRH380CL頭型的頭車及全車側力和滾轉力矩均小于CRH3C頭型，CRH380CL頭型比CRH3C頭型有更好的抗側風能力.

表4 固定地面、風速60 m/s時，不同側滑角兩車型3車編組側力及滾轉力矩比較

3.4 車底優化減阻

CRH380CL-Optimize為在CRH380CL的基礎上進行了車底優化，優化方案見圖6，采用此優化方案后，3車編組全車減阻達到5.56%，其中頭尾車減阻貢獻為4.53%，中間車減阻貢獻為1.03%，可見車底轉向架區域優化的減阻效果是顯著的，考慮長大編組情況，每節車有2個轉向架，因此，此優化方案對8車和16車編組的情況同樣會有顯著的減阻效果.圖7給出車頭轉向架區域優化前后外形的比較，以及流動情況，結果表明，通過優化，氣流可以更平順的通過車底，能量損耗少，從而實現減阻，減阻量目前超過頭型優化的減阻效果.

圖7 車底轉向架區域初始外形、優化外形比較

圖8 車頭轉向架區域初始外形、優化外形計算結果比較

4 結論

通過計算研究，CRH380CL和原型車動車組的氣動特性，得到如下結論:

(1)380CL相對原型車主要改進措施為:加大長細比，采用具有旋轉拋物體特征的楔形結構，優化頭型斷面梯度，減小頭型過渡區域曲率，截面積變化率更趨線性，合理匹配鼻錐曲面，消除表面凸起，這些措施都可以有效地改進CRH380CL的氣動性能;

(2)通過對CRH3C頭型與CRH380CL頭型氣動性能的系統比較，包括阻力特性、升力特性、側力特性、滾轉力矩特性和壓力波特性，新一代CRH380CL頭型全面優于原型車CRH3C;

(3)車底整流效果明顯，對3車編組，車底理想化整流減阻極限為全車減阻趨于44%:車底整流類似風擋整流，對長大編組情況應該也有較好的全車減阻效果.

［1］李樹民，朱國林，王開春.基于分區的隱式求解二維不可壓N-S方程的并行實現［J］.空氣動力學學報，2002，20:39-44.

［2］李樹民，朱國林，王開春.斜網格修正的低速計算方法及應用［J］.空氣動力學學報，2008，26:212-216.

［3］陶文銓.數值傳熱學［M］.西安:西安交通大學出版社，1986.